庫水位對尾礦壩抗震液化穩定性的影響分析

周漢民

(北京礦冶研究總院，北京 100070)

1 引言

近年來，隨著礦山選廠生產規模的擴大及新建尾礦庫征地困難等原因，各地相繼出現了一些高壩大庫，高地震烈度區的高壩穩定性是尾礦壩工程中的關鍵問題，對此廣大科技工作者、工程技術人員進行了大量的研究[1-4]。我國90%以上的尾礦壩采用上游法筑壩[5]，這種筑壩方法簡單易行，但壩體沉積密度一般偏低，浸潤線偏高，滲流難以控制，大部分壩體處于飽和狀態。試驗證明飽和尾砂具有不穩定結構，對振動荷載非常敏感[6—7]，在地震作用下易發生液化破壞。位于云南省內的某尾礦庫，由于先天選址不合理及入庫尾砂較細等原因，尾礦庫長期處于高水位運行狀態，壩體內浸潤線較高。地震作用下的壩體穩定性及液化區范圍成為了影響該尾礦庫穩定的關鍵問題。本文通過動力時程有限元計算，分析比較了壩體在不同庫水位運行工況下靜力滲流場、動力響應及液化區范圍。

2 工程概況

云南某初期壩高30m ,最終設計壩高115 m。壩體平均坡度1∶5。尾礦堆積壩體由4種材料組成，從上至下依次為尾粉砂、尾粉土、尾粉質黏土和尾黏土。壩基為較薄的粉質黏土和泥巖層。由于受庫區地形條件的限制及公司生產規模的提高，尾礦堆存上升速度過快，且尾礦平均粒度偏細，壩體固結時間短，力學強度低，造成壩體浸潤線偏高，干灘長度不夠等情況，且該庫庫址位于高地震烈度區——8度地震設防，地震液化問題成為了壩體穩定性的關鍵問題，為此必須進行動力有限元分析以確定可能液化區。

在動力分析中須確定適當的設計地震時程曲線，但往往這是比較困難的。為解決這個問題,本次分析中采用當前較常用的人工地震波合成方法——三角級數法[8]來合成所需的地震時程曲線。依據《水工建筑物抗震設計規范》及工程勘察報告取峰值加速度為0.2g，特征周期Tg=0.3s，反應譜最大代表值βmax=2.0。按此峰值加速度和現行水工抗震規范設計反應譜，生成了如圖1所示水平向地震動時程。該地震動時程長度為20 s。

圖1 設計地震時程曲線

3 理論計算分析

3.1 動力反應計算

尾礦壩的地震動力反應分析采用基于等價粘彈性模型的等價線性分析方法，該方法采用迭代的方法使計算最終采用的尾砂剪切模量和阻尼比值適應實驗室給出的模量和阻尼比隨應變幅變化的非線性曲線。盡管存在一些缺點，但概念明確，應用方便，而且在參數的確定和應用方面積累了較豐富的試驗資料和工程經驗，實用性強，能為工程界所接受。

運用有限元方法進行動力計算，其控制方程如式(1)所示。

={F(t)}

(1)

3.2 液化分析

本次計算中的地震液化分析可分為兩部分：振動孔隙水壓力計算和地震液化判別。

3.2.1 振動孔隙水壓力

振動孔隙水壓力計算模型采用Seed等人提出的應力模型。其孔隙水壓力的表達式為：

(2)

3.2.2 地震液化判別

目前國內外應用最廣泛評定尾礦壩地震液化可能性的方法為抗液化剪應力法，這個方法是由美國Seed等人首先提出的，將不規則變化的地震剪應力隨時間變化概化為一種等效的一定循環次數的均勻剪應力τav，則可以用同樣的應力循環數對尾砂樣k進行振動三軸試驗，測定出引起液化所需的動剪應力，或稱抗液化剪應力τL。如果某單元τav>τL，則該單元液化；反之，τav<τL，則該單元不液化。分析時用式(3)表示每一單元的抗液化安全系數(Fs)L：

(Fs)L=

(3)

式中：N為等效周數。

Seed根據經驗認為取不規則地震動剪應力中最大振幅的65%作為規則波的振幅，即取τav=0.65τmax是合適的，此時地震的等效循環次數按其震級可取表1所列數值。

表1 等效循環次數

4 計算模型及參數

4.1 計算剖面

本文選取尾礦壩最危險斷面作為計算模型，圖2為有限元網格圖。尾礦堆積壩高為最終堆積標高115m，材料至上而下依次為尾粉砂、尾粉土、尾粉質黏土、尾黏土和泥巖。計算范圍為：左右寬共687m，底部取至泥巖層30m。采用4節點等參單元，斷面共5661個單元，5669個節點。在壩頂及壩坡處設置1#、2#兩個歷時點，用于記錄動力分析中的動力響應。邊界的約束情況是：底面固定，上表面為自由面，不施加任何約束，垂直面上靜力計算中施加垂直于各個面的鏈桿，動力計算中施加平行于各個面的鏈桿。

圖2 有限元計算模型

4.2 材料及模型參數

動力計算中采用不排水有效應力法，即認為在短暫的地震作用下，孔隙水來不及排出，從而不發生孔壓的擴散和消散。

(3)

式中，Pa為大氣壓力，σ3c為固結壓力。

表2 尾礦壩動力學計算參數表

液化區判別采用剪應力對比法，分析中考慮尾砂顆粒組成以及孔隙比等情況，在參數選取上參考文獻[9]中極細砂的試驗結果，等效循環系數下的液化應力如圖3所示。

圖3 大平掌尾砂動強度參數

5 有限元計算結果及分析

5.1 靜力計算結果

靜力條件下壩體滲流場為正常水位及洪水位運行工況下考慮各種排滲措施起作用時的穩定滲流，如圖4和圖5所示。

圖4 正常運行工況下滲流場

圖5 洪水位運行工況下滲流場

5.2 動力計算結果

根據以上動力參數對尾礦壩進行了動力有限元分析，得到了尾礦壩在8度地震作用下的地震響應及液化區。

5.2.1 動力響應

圖6為壩頂及壩坡處1#、2#歷時點的水平向加速度反應時程曲線。

從圖中看出，2#歷時點地震反應加速度分布大于壩頂1#歷時點的反應，這與土壩的地震反應加速度分布上大下小是不相同的。從尾礦壩和土壩的幾何形狀不同、尾礦壩夾有起減震作用的“軟弱”夾層等特點來分析也可得出這樣的結論[10]。

根據計算結果，該尾礦壩地震加速度放大系數較小，正常工況下與洪水位運行工況下壩頂加速度峰值相對于輸入加速度峰值放大1.3倍，而兩種工況下的地震加速度曲線分布基本一致。

5.2.2 液化分析

該尾礦壩在正常運行+8度地震和洪水運行+8度地震兩種工況下的液化區如圖7、圖8所示。從圖中可看出液化區主要分布于兩處：庫內水面線以下和下游壩坡坡腳處。對比兩種工況，洪水位運行工況下液化區要比正常水位運行時大的多。正常水位運行工況下液化區主要位于下游壩坡處，深度約為5m，而洪水運行工況下除庫內水面線以下出現大部分液化區外，下游壩坡處也有較大的液化區，平均深度約為10m。

從兩種工況下庫內水面線以下液化區來看，由于庫內干灘長度的減少使得在洪水運行條件下庫內水面線以下尾砂液化區較正常運行條件下要大的多。圖中液化區位于洪水位以下對于壩體的穩定性暫不產生影響，但如果地震工況發生在超洪水位運行情況下，液化區將進一步向壩坡靠近，嚴重威脅壩體穩定性。

從兩種工況下下游壩坡坡腳處液化區來看，由于洪水運行條件下浸潤線較高，使得下游坡腳處的尾砂更容易發生液化，范圍也更大，目前壩體內部滲流場是按照各種排滲措施均能產生較好排滲效果情況下模擬的，但隨著使用年限的增長，可能使排滲設施發生堵塞，浸潤線抬高，液化區有進一步向上游發展的趨勢。

洪水運行+8度地震工況條件下下游壩坡可能發生較大規模的淺層滑動，影響壩體的整體穩定性。為了安全，必須降低水位，嚴格控制壩體內浸潤線。

圖6 不同庫水位工況下的壩頂動力響應

圖7 正常運行+地震工況下液化區圖(等值線為剪應力比)

圖8 洪水運行+地震工況下液化區圖(等值線為剪應力比)

6 結論

通過上述計算及分析，形成幾點認識：

1)在8度地震條件下,尾礦壩的地震反應加速度分布總的來說是壩下部的反應大于壩頂的反應，且加速度放大系數最大值較小。

2)從壩體正常水位及洪水位運行兩種工況下的動力反應及液化區判斷來看，8度地震條件下，壩體可能發生較大規模的淺層滑動。因此，嚴格控制庫內干灘長度及運行水位、及時排出壩體內滲水，降低浸潤線，對于高地震烈度區尾礦庫的安全顯得尤為重要，必須嚴格遵守相關規范中關于干灘長度控制和庫內運行水位的要求。

3)在高地震烈度區，若采用上游法堆積尾礦壩，需要進行充分論證并采取可靠的技術措施，特別是有效的壩內排滲設施及嚴格的庫內運行水位控制等要素。

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